V. 3.1.1.1.2.1. Maillage axial du disque
V. 6. COMPARAISON DU MODELE AVEC LA METHODE D’ARCHARD
Le manque de résultats expérimentaux donnant la variation de la température moyenne à l'interface en fonction de la charge normale P, de la vitesse v et de l'intensité de courant électrique I (car il est difficile de la mesurer expérimentalement à cause du mouvement rotatif du disque), et le fait qu'un thermocouple ne peut pas être placé même au voisinage de l'interface, nous a conduit à exploiter la théorie d'Archard [2] pour calculer cette température, et vérifier la fiabilité de notre modèle. Les résultats obtenus confirment la validité du modèle élaboré comme le montrent les figures [V.20, 21, 22]. En effet, les courbes représentatives de chaque modèle sont légèrement décalées l'une par rapport à l'autre comme le prouve le calcul d'erreurs suivant:
- Tm = f(P): ∆Tm/Tm diminue de 0.60% à 0 puis augmente légèrement pour atteindre
la valeur de 1.9%. .
- Tm = f(I): ∆Tm/Tm varie de 0 jusqu'à 1 %.
- T= f( v): ∆Tm/Tm évolue de 0 à 2.3% puis de 0 à 16.6%.
rp/r Zp / Z
124
Figure V.20 : Effet de la vitesse sur la température au niveau du contact pour I=0[A] et P= 5 [N].
Intensité de courant [A]
Figure V.21 : Evolution de la température avec l’intensité du contact pour v=1.2 [m/s]
et P= 5 [N].
Figure V.22 : Influence de la charge normale sur l’élévation de la température pour I=0[A]et v= 1.2 [m/s].
Du point de vue tribologique, le processus d'oxydation est favorisé par T[°K]
T[°K]
Vitesse [m/s]
125
l'élévation de température [2], [101,107]. De plus, la déformation plastique des contre faces augmente avec P, v et/ou I et engendre une forte activation de ces dernières. L'oxydation se produit alors à une température T o comprise entre la température locale instantanée Tf et la température moyenne Tm des surfaces frottantes. Le taux d'oxydation est contrôlé par la diffusion de l'oxygène à travers les couches superficielles. Cette diffusion dépend de la densité des défauts et de l'intensité du champ électrique du contact [2,9]. L'aire de la surface réelle de contact augmente avec la charge normale P et diminue lorsque l'épaisseur des couches d'oxydes, (dont la croissance est liée à v et à I), croît et le contact devient plus fragile puisque la dureté du contact augmente de 4.108 à 13.108 Pascals. La rupture se fait au niveau de l'oxyde ou à l'interface oxyde-métal en sous surface par les contraintes maximales de cisaillement au point de Hertz [7,102]. En effet, au fur et à mesure que l'épaisseur du film augmente, le contact oxyde-métal se déplace en profondeur vers la zone de cisaillement maximal [103,106]. L'usure se produit ainsi par écaillage de l'oxyde (usure par oxydation).
CONCLUSION ET PERSPECTIVES
L'étude expérimentale sur le comportement tribologique des couples ferromagnétiques/ferromagnétiques et non ferromagnétiques/ferromagnétiques de contact sec glissant, acier XC48/acier XC48, cuivre/acier XC48, laiton/acier XC 48 et aluminium/acier XC48, soumis à un champ magnétique alternatif et/ou traversé par un courant électrique nous conduisent tout naturellement aux effets suivants du champ magnétique sur le comportement tribologique :
a) couple acierXC48-acierXC48
Le champ magnétique exercé sur le pion a une influence sur l'usure du couple acier XC48/acier XC48. En effet, l’usure est élevée en absence du champ magnétique, en revanche, elle diminue rapidement dès que ce dernier est appliqué.
Il existe une valeur limite de l'intensité du champ magnétique, au-dessous de laquelle l'effet du champ est faible, et au-delà de cette limite son effet devient significatif.
Par ailleurs, nos observations au microscope électronique ont révélées que la présence du champ magnétique rend la piste de friction du disque plus lisse que celle sans champ magnétique. Les particules d'usure attirées sur la piste de frottement, jouent le rôle de lubrifiant et accélèrent la transition du régime d'usure sévère au régime d'usure doux.
L'application du champ magnétique à l’interface diminue les fluctuations de la force frottement en fonction du temps.
b) couple cuivre-acier XC48
Le passage du courant électrique en présence du champ magnétique entraîne une diminution importante de l'usure du pion en cuivre (environ de moitié). En effet, le ramollissement du cuivre dû à la chaleur générée par frottement et par effet joule diminue la contrainte de cisaillement et réduit le coefficient de frottement et l'usure.
126 c) couple laiton-acier XC48
En présence du champ magnétique, les paramètres mécaniques charge normale et vitesse relative de glissement ont un effet marqué sur le coefficient de frottement et l’usure. En effet, à faible vitesse (v=0.38m/s), l’usure obtenue en présence du champ magnétique et relativement supérieure à celle obtenue sans champ magnétique.
d) couple aluminium-acier XC48
Les résultats des différentes expériences effectuées montrent que, pour le couple aluminium-acier, l’usure du pion et du disque augmentent en fonction de l’intensité du champ magnétique et dépend essentiellement des conditions expérimentales (propriétés des matériaux, charge normale, vitesse de glissement, environnement etc.)
Du point de vue coefficient de frottement, nos résultats montrent que ce dernier varie selon les conditions expérimentales où l’application du champ magnétique entraîne sa diminution.
e) comportement de la face usée du pion
Concernant l'effet du champ magnétique sur les surfaces frottantes, les analyses effectuées montrent que la piste est plus rugueuse en absence de H qu’en sa présence. Par ailleurs, l'influence du champ magnétique sur les particules d'usure, provoque la formation d'un grand nombre de particules d’oxydes noires qui favorise l’abrasion. D’autre part, pour de grandes intensités de champ, l’élévation de la température qui en résulte augmente le degré d’oxydation et forme un film d’oxyde bien adhéré aux substrats qui joue le rôle de lubrifiant.
Le passage du courant électrique I à travers le contact pion en cuivre/disque en acier XC 48 diminue presque de moitié l'usure du pion en cuivre. En effet le ramollissement des surfaces du matériau le plus tendre par effet joule cause l'adhésion des jonctions qui entraîne une diminution du coefficient de frottement et par conséquent le taux d'usure est plus faible.
Dans le contact glissant en présence du champ magnétique, les particules d'usure sont en grande quantité et elles sont attirées sur la piste de frottement par la force magnétique.
La formation du film d'oxydes et le mécanisme principal qui affecte le comportement tribologique du contact magnétisé.
La chaleur générée par la naissance des courants de Foucault dans le pion en matériau non ferromagnétique en présence du champ magnétique alternatif augmente la température du matériau favorisant ainsi l'oxydation.
Le film d'oxyde réduit la force de cisaillement à l'interface, en facilitant le glissement, ceci joue un rôle protecteur quant au frottement sec et transforme le régime d'usure sévère au régime d'usure doux.
La détermination des températures interfaciales est complexe par l'existence de plusieurs facteurs qui entrent en jeu durant le contact. La mesure expérimentale s'avère difficile du fait qu'il est impossible de placer un thermocouple à l'interface dynamique, comme nous l'avons mentionné plus haut. D'autre part, pour optimiser la
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durée de service des mécanismes frottants, il est judicieux d'identifier et analyser les phénomènes essentiels gouvernant le comportement tribologique des contacts. De plus, la connaissance de certaines grandeurs des paramètres affectant ces phénomènes est indispensable pour mettre en oeuvre des démarches, dans lesquelles les modèles théoriques permettent de cadrer et orienter l'approche expérimentale.
Parmi les paramètres les plus influents, figure la température interfaciale qui joue un rôle primordial dans les tribocontacts. A cet effet, on cite le ramollissement et la fusion localisée du métal le plus tendre, l'oxydation accrue à l'interface, changement des propriétés mécaniques, thermiques, électriques des couches superficielles des surfaces frottantes et enfin l'accroissement de la surface réelle de contact.
Il ressort donc clairement que notre modélisation est d'intérêt majeur pour prédire la durée de vie des couples de matériaux. En outre, du point de vue application, ce modèle est applicable pour n'importe quel couple tribologique, il suffit tout simplement de changer les caractéristiques thermiques des matériaux
frottants et les conditions expérimentales dans lesquelles fonctionne le contact. Nous citons en particulier le coefficient de frottement, la résistance électrique de contact, la charge d'appui, la vitesse de glissement et/ou l'intensité courant électrique traversant l'interface.
Il est donc intéressant de souligner que cette étude ouvre des perspectives de modélisation des contacts dynamiques secs ou lubrifiés avec ou sans passage du courant électrique. Par ailleurs, à ce stade de connaissance, ce n'est que par des tentatives de modélisation des phénomènes observés, au cours des essais expérimentaux, qu'il paraît possible de comprendre les effets engendrés par des interactions entre les paramètres entrant en jeu et d'optimiser certaines applications, Ainsi et de cette façon, on redonne une impulsion à ce domaine de recherche (tribologie) qui joue un rôle primordial dans l'entretien et la maintenance industrielle.
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